直流锅炉蒸发受热面的热特性分析

-4-的压力经高压到超临界的大范围变化。在直流锅炉水冷壁内会发生相变过程，而超临界锅炉在额定工况下运行时，汽水介质出现大比热现象的位置一定位于受热面内，工质性质在大比热范围中的剧烈变化使得其成为锅炉设备最差的工作环境，也是工作流体热性能急剧改变的位置。对受热面的工质热工参数沿炉膛高度变化和传热的研究，对提升受热面出口压头，防止发生类膜态沸腾及避免出现热偏差和工作介质不稳定流动的现象。1.2国内外研究现状1.2.1超临界直流锅炉炉内燃烧传热模型研究烟气侧和汽水侧的工况变化都会影响超临界直流锅炉蒸发加热面的工作特性。炉内的传热和水力耦合是相互关联的问题，并且相互影响。在大多数研究中，研究人员一般将燃烧和流体动力学分割开来。可是锅炉线上测点的测量数据显示，直流锅炉的水动力不稳定性和锅炉炉膛内的燃烧工况密切相关。炉内内部过程引起的热偏差是影响锅内流体动力学稳定性的主要因素[1]。火焰在实际运行中通常不在炉子的中心，因为在锅炉运行期间燃烧器没有被精确调节，或者流场的混合不均匀。这种偏差通常不同于普通平均管的偏差。因此，有必要将炉内的热传递与罐中的流体动力学相结合，以找到其内部相关性并进行耦合计算。目前在工程中使用的炉子中的传热的计算取决于若干经验因素并且基于不同的简化程度来进行。董芄[2]对炉膛不同位置的烟温和蒸发受热面不同高度处的传递的热量进行仿真模拟，采用区域法得到了炉内的温度场。周拓[3]等建立了燃烧和流体动力学耦合传热分裂模型，可以分析火焰辐射与传热之间的耦合关系，以及火焰运动引起的辐射变化。然而，按照炉膛中辐射传热和烟气流动的计算模型的适用范围，对近些年发展迅速的大容量超临界锅炉进行计算时会有较大误差。按照经验算法，受热面附近的对流传热在大炉膛空间下中被忽略了。它会影响结果的准确性。长期以来，大多数研究表明，在火力发电厂的锅炉中，炉烟温度很高，烟气体积辐射相对较大，因此辐射传热导致炉内传热过程一直被认为发挥了至关重要的作用[4,5]。由于加热表面附近的空气流速较低，对流传热通常仅为总热交换的5％。然而，在极端条件下，例如火焰位置的严重偏转，燃烧区的末端或烟道的入口，对流传热显着增强，甚至对流传热达到与辐射热交换相当的水平。朱在兴[6]等人在Fluent仿真软件中证明了在某些较为特殊的情况下局部对流换热可能会达到辐射换热的数倍以上，运用P-1辐射模型证明了在火焰位置偏转，火焰刷墙等恶劣工况的情况下应该考虑局部对流换热对蒸发受热面热流量的影响。所以如果能够在炉膛传热模型中加入对流换热的影响，则对提高运算准确度有重要意义。1.2.2超临界锅炉炉内水冷壁传热的模型研究现阶段超临界直流锅炉的主蒸汽参数越来越高，其中蒸发受热面的研究和以往相比有着更加重要的地位[7,8]。而管子温度的计算时水冷壁结构设计和改造的核心，壁温控制在锅炉运行中至关重要。相关实验研究表明，随着壁温不断升高，管子的使用寿命成倍下降[9]。在锅炉的汽水侧，国内外制造公司和个人对不同管子之间的热偏差对汽水系统的影响已有较为深入的研究。西门子公司制造出了一种名为Benson的内螺纹管，而这种管子是在数量巨大的实验数据中优化而来的[10]，它可以在锅炉参与调峰，低负荷运行时发挥重要的作用。Benson管的特性是在给水流量很低的情况下，依然不会发生传热恶化，冷却能力极强。Goidich[11]、Franke[12]等人对改进过的内螺纹管进行试验研究，在垂直管屏中验证了优化内螺纹管在质量流速较低的工况下具有自动调节吸热量的性质，使得汽水介质在不同管子之间均匀分布，对热偏差现象也有所改善，使锅炉可以持续安全运行。而另一种水冷壁布置方式——螺旋管圈水冷壁，也有一定的改善热偏差的能力。郭宇朦[13]对螺旋管圈水冷壁和垂直上升的内螺纹管水冷壁同时进行研究，将其所受热负荷设为变量，得到了不同工况下的工作特性。两种管子的传热特性的差别，随着吸热量的不断增加被逐渐拉大。得到了如下结论：锅炉滑压运行时，蒸发受热面的吸热量不断变化，由此带来的水冷壁传热和工作性质的影响，螺旋管圈水冷壁中的汽水介质热工性质改变程度比另一种管子更明显。滕敏华[14]研究了某1000MW超超临界机组锅炉水冷壁特定的布置方式，将其网络化，这种工质流动网络有非常多的循环回路，用于计算的节点，和各部分直接的联接官路组成。联立连续性方程、动量守恒方程、能量守恒方程，建立了超超临界垂直管圈锅炉水冷壁水动力计算模型。此模型基于牛顿弦割法，可以对非线性模型进行计算得到了锅炉不同运行工况下的不同水冷壁回路流量差异、中间点温度及壁温沿高度的分布情况。前苏联在1973年出版的《锅炉热力计算标准方法》中壁温的计算方法极其修正算法一直在工程上使用。这种算法中用一个点的热工数据作为一个面的表征值，综合考虑了各种因素的影响，如管内水动力不稳定性、不同管子中质量流量不同、各种受热面布置方式不同并且结构多样复杂、管子一周的热流量并不均匀管长方向的热散漫等，运用水冷壁的热偏差理论，和用标注方法得到的壁面温度最大值结合计算管壁温度。当前和之后的一段时间以内，电厂的单元机组会经常参与调峰，此时，锅炉采用滑压运行方式，热流量上下浮动非非常大。采用上述计算方法不但不能体现锅炉水冷壁管壁温度的动态特性，而且对于日益增加的超临界直流机组容量来说，大多超出了算法的适用范围，引起较大误差。与此同时，还有存在以下缺点[15]：首先是在对于数学模型的简化过多，缺少对于实际过程的联系，致使抽象模型的失真。比如，受热面中蒸汽质量流量小的位置和热负荷最强的位置在运行过程中往往不是重合的，而受热面热力不均匀性和水力不均性虽然相互联系，但仍然具有独立分布的特性；二是不同运行调节下传热系数应不断改变，有时变化极大，而标准中的方法将其去做一个常数，如此在偏差管中会引起系统误差，锅炉设计计算时会产生潜在的安全隐患；三是管束前烟气空间对周向平均热负荷也有影响，而在计算时对这一点给予足够的关注。基于前苏联壁温计算方法，国内许多研究人员主要修改了一些计算方法和公式，以纠正热负荷非均匀系数和流量偏差系数，对进出口工质焓值进行检查。控制和监控加热面的温度，减少传热恶化现象的发生[16,17]。崇培安等[18]对于炉膛受热面受热不均的研究，使炉膛受热面的热偏差现象在受热面局部交叉的情况下得到了有效减弱。他分析了机组运行状态参数，得到了影响热偏差现象的多种因素，并计算出了高温受热面的屏间和同屏热偏差的具体数值，对有热偏差的水冷壁管进行壁温计算，得出了受热面结构改造的解决措施。刘福国[19]对运行现场测得的炉膛热流量数据进行拟合处理，通过最小二乘法将测量得到的孤立点拟合成可视化的数值曲线，曲线的横坐标对应蒸发受热面热流量分配不均系数，纵坐标对应炉膛高度，将二者一一对应可以得到分配不均系数关于炉膛高度的函数，该函数表示成多项式的形式。他建立的回归模型使用的是有限制性等式约束的最小二乘拟合。这种以最小二乘法为基础的改进回归模型既满足了物理变量的自然联系，又对测量数据进行了最佳逼近。还有学者提出了更加精细的工质流量分配的数学模型，并由此计算出了锅炉各运行参数随机组负荷改变而改变的动态特性。杨冬[20]等将水冷壁并联管路中不同管子分开研究，基于它们的进出口压降，以及汇集在集箱中并重新分配给水冷壁管的过程中所体现的静压变化规律，抽象出了超超临界锅炉工质流量分配的数学模型，这个模型在数值计算中有很多优势：一是几乎没有使用经验常数，通过非线性方程组建立，具有非常高的仿真模拟精度，计算方便，对水冷壁管中的任意一根都可以直接研究，偏差性小；二是用每根特定管子的热流量分布规律，与之前计算所得的工质流量分配分配规律相结合，可以精确的计算出水动力和热力危险区域的位置并对之进行校核计算。三是仿真所使用的的方格质量很高，符合数值模拟的计算原理，这可以使计算点的工质流量与热负荷一一对应，提高了计算精度。欧阳诗洁[21]等为了建立在超超临界单元机组参与调峰时，因给水流向下降而发生流动不稳定现象时依然能够使用的通用数值计算模型。采用一维单通道模型，以Fortran语言为基础编写水动力不稳定性计算程序。该程序不仅可以稳态计算反映整体状态，还可以进行瞬态计算体现热工特性的动态变化。对控制方程进行求解的方法是时域法，这能计算低负荷运行工况下不同几何结构及热工参数的超超临界锅炉的流动不稳定性。滕叶[22]等沿炉膛高度分区段一维计算数学模型的基础上，利用区域法进行二维小区建模，分析研究了锅炉在不同负荷炉内热负荷与水冷壁壁温的分布规律，并在此基础上，预测了火焰偏斜对壁温安全的影响。1.3本文研究内容本毕业设计所研究的内容基于600MW超临界压力直流锅炉热力计算方法中的炉膛传热计算部分，从而建立炉膛出口烟温计算模型。运用此模型可以计算出炉膛传热量。并在此其他学者的研究的基础之上，在炉膛热负荷上沿高度分布曲线上取点拟合成多项式函数，得到了烟气侧热负荷沿炉膛高度的分布，通过相关公式可以准确输出蒸发受热面不同高度处的热负荷。在汽水侧经过适当简化，建立超临界压力直流锅炉蒸发受热面静态计算模型，并得出汽水介质热工参数沿炉膛高度的分布。本文编程计算的主要内容包括，建立零维炉膛传热模型结合相关热力计算标准，以600MW超临界压力直流锅炉为研究对象，用分区段迭代计算的方法研究蒸发受热面热工特性并建立相关计算模型，推导动量守恒方程得出了压降随炉膛高度变化的关系式，通过能量守恒方程得到了工质比焓沿炉膛高度变化的关系式，通过反复调用IAPWS-IF97物性工业方程计算热工参数，设计算法对之上的混合方程组进行耦合计算。编制并调用了相关计算程序，分析炉膛传热和工质热工特性变化，得到了不同位置和状态的汽水介质热物理参数的计算结果，研究不同的热工参数分布差异对锅炉运行的影响。本次编程计算主要可以分成下面几个部分：（1）在炉膛内，利用已经建立的超临界锅炉炉膛传热模型，结合超临界电站直流锅炉结构布置的的特点及其修正计算方法，以较为准确计算出的炉膛出口烟温和炉膛传热量，将烟气侧模型的计算结果用于汽水侧；（2）在蒸发受热面内，分别分析计算蒸发受热面内温度、比焓、比容等不同的热工参数沿程分布规律，其中主要包括超临界压力下额定负荷运行时与亚临界压力下低负荷运行时温度的分布差异，并探索简单确定温度分布的方法。并且分析不同工况下大比热区的移动情况。（3）在相关数学模型分析的基础上，用C语言作为编程工具，运用分块分析的思维进行程序设计，炉膛传热量的计算程序中主要包括烟焓表的编制、三原子气体辐射减弱系数、灰粒辐射减弱系数、炉膛综合黑度等炉膛特性参数的计算。在计算出口烟温时采用先假设，再校核的循环计算方法，通过二分法逐渐逼近在误差允许范围内的准确值。蒸发受热面的计算程序的思路是通过能量方程和动量方程结合已经建立的计算模型，推导工质焓值和压力与高度的关系式，并将其转化为程序语言，每一段出口的参数即为下一段入口的参数，逐段计算。第2章超临界锅炉特点极其蒸发受热面传热特性2.1超临界直流锅炉的主要特点上世纪超临界锅炉被研制成功，在几十年的锅炉设计方法的积累和实践运行经验的基础之上，热效率越来越高，而事故发生率却越来越低。与之前亚临界汽包炉相比，超临界直流炉在提高安全性，减少供电煤耗，降低粉尘、氮化物、硫化物排放量等方面改善明显，主要体现在以下几个方面：(1)锅炉容量和主蒸汽参数高超临界压力锅炉作为超临界火电机组的关键部件，并且提高锅炉容量和主蒸汽压力和温度，提高锅炉运行效率一直是锅炉发展的主要方向。显着增加设备容量可以显着提高发电容量，满足用户日益增加的用电缺口。另外，提高锅炉容量还可以减少电力建设投资，降低运营成本，并降低设备维护成本。在相同条件下单个锅炉的容量加倍可以将利用率降低5％至20％。与亚临界锅炉相比，工厂的热效率从3％增加到6％，这使工厂经济增加了约1.8％。(2)煤耗率低、经济性高超临界机组主蒸汽压力和主蒸汽温度比亚临界机组的对应参数都有显著提高。单独提高主蒸汽压力和温度都对提高效率有明显改善。其他参数相同，锅炉主蒸汽压力单独从16.7MPa(亚临界)上升到24.2Mpa(超临界)时,能使机组热耗降低大约1.9%；同样当主蒸汽压力为24.2MPa时，再热段蒸汽温度从亚临界的538°C上升到超临界的566°C,还可使热耗降低0.6%~0.7%，根据以上两种因素的影响，能够得出如下结论，超临界机组热耗率比亚临界机组降低2.5%左右，所以在相同发电负荷的情况下燃煤量较小，提高电厂经济效益。(3)事故率低、负荷调节迅速直流锅炉没有笨重的汽包，所以不会像汽包炉那样存在由汽包的上壁和下壁之间的温差引起的安全问题。直流锅炉汽水系统水容量大大减少，墙壁的金属材料重量轻，它们的储热能力比汽包锅炉少，并且可以快速加热和冷却每个部件。超临界机组具有更好的灵活性和可靠性，便于调峰，并具有低负荷运行和和对调峰的应对能力，因为负荷变化率快，启动时间和负荷响应时间显着减少，我大大提高了适应能力。同时，锅炉可以快速启动和停止。例如，在丹麦的BestCraftPowerStation，如果3号机组的负载超过50％MCR，相应的负载变化率约为7％/min，如果运行负载低于50％MCR，则相应的负载变化速率约为4％/min。超临界锅炉一定是直流锅炉。直流锅炉的蒸发受热面由一个或多个并联的管道组成，通过集水箱并联连接。给水泵向管道中的工作流体供电，水和蒸汽依次通过它们各自的加热表面，完成加热，蒸发和过热过程。2.2超临界参数下工质水冷壁管中的传热特性超临界锅炉的蒸发受热面主要是水冷壁管，这恰恰是锅炉设计的关键技术和承担炉膛热负荷的重要部位。在超临界压力下蒸发受热面的传热特性主要有以下几点：（1）超临界压力下，当锅炉负荷越来越大，水冷壁管的吸热量也愈发增加，这会引起蒸发受热面内工质不断提高。例如，蒸汽参数为25MPa/540°C/

540°C的超临界压力锅炉，工质量度在水冷壁管内大约提高98*C左右。（2）在超临界压力区，蒸发受热面传热特性与汽水介质的热工特性密切相关。在超临界压力区，水冷壁管内汽水介质具有大比热容特性，并且蒸发受热面的大比热区的范围会随着汽水介质温度和压力的变化而改变，在超临界状态下，工质温度和压力越靠近临界温度和临界压力，则大比热特性越明显，工质的热物理性质变化越剧烈。对应比定压热容值变化曲线峰值处的工质温度称为拟临界温度。因为工质性质的骤变，在拟临界温度所在狭小区域的周围，工质的物理状态差别很大，拟临界温度前面的工质是水，后面的工质是汽。当管内质温度处于对应压力下的大比热容区范围时，比热容在极小的温度间隔内开始激增。虽然工质吸热量很大，但工质温度变化不大。可是其他热工参数，例如工质体积急剧增加，非常容易引起水动力特性不稳定和不同水冷壁管中的流量出现偏差。而热扩散率急剧减小，使蓄热能力不强的水冷壁管所积聚的热量无法向工作介质传递，导致类膜态沸腾，引起管子的高温蠕变。在大比热容区外，工质比热容变化较为缓慢，而且数值较小，工质温度随热负荷的不断增大，提升较快。根据超临界压力下工质的热物理特性，控制蒸发受热面的吸热量，使大比热容区在受热面中出现的位置尽量避开和辐射传热最强的燃烧器区域，进而防止传热恶化的发生是超临界参数锅炉机组设计和运行的关键。下图即表示了工作介质的比定压热容随温度和压力变化的关系。图2-1超临界压力下工质的大比热容特性（3）热负荷越强的水冷壁管或管屏工质流量越小。超临界参数锅炉蒸发受热面中的工质完全靠给水泵压力驱动完成整个汽水系统的循环。直流锅炉水冷壁工质是强制流动，管中工质的流量的在随热流量的提升而下降。与自然循环汽包锅炉的自补偿特性刚好相反。这主要是由直流锅炉汽水系统的动力来源所决定的。水冷壁中的工质随吸热量增加而上升，在稳定给水流量的情况下，由温度上升导致的比容增大会提升工质的质量流速，增大沿程摩擦阻力损失。当当汽水介质需要克服的流动阻力和水冷壁管两端的压差相等时，流动动力就会减弱，流量自然会减少。因而，对于超临界参数锅炉，与汽包炉相反的自补偿特性会引起恶性循环，热负荷越高的管子越容易发生爆管事故。中间点温度即是工质在蒸发受热面出口汽水分离器中的温度。它是在所有工质都汇集到汽水分离器中之后而测得的整体温度，所有不能体现特定某一根管子中工质温度的改变，不能反映热偏差，火焰偏斜等因素的影响，只可代表蒸发受热面出口工质的平均温度，也只能在宏观上判断蒸发受热面的整体吸热状态。（4）在进行调峰任务，超临界直流炉的工作压力不断变化，汽水介质从亚临界压力区向超临界压力区逐渐过渡。超临界直流锅炉有时采用滑压运行方式，锅炉的工作压力经常要降到亚临界压力，此时超临界直流炉的工作特点和亚临界直流炉相同。蒸发受热面出口工质处于汽水共存的状态，即便增加燃料量，中间点温度也不会有较大变化，中间点温度作为水煤比控制的超前信号失灵，给水煤比调节锅炉运行造成困难。超临界锅炉在额定工况下运行时，汽水介质在蒸发受热面中呈现超临界流体的特性。在临界状态附近时，工质物性变化最大。2.3本章小结超临界直流锅炉因为其容量大，但热经济性更高的优点在发电机组中被广泛采用。在锅炉的水冷壁中，工质的温度大幅度提高，而工质在超临界压力下表现出和气态与液态截然不同的热工性质，这种性质对超临界直流炉的运行有至关重要的影响，也为锅炉的设计提供了依据。直流锅炉中流量的自动调节特性增加了运行的安全隐患，并且在机组发电负荷经常变化使得工质状态变化频繁，更加凸显了在线监测锅炉运行状况的重要性。所以，对蒸发受热面中的汽水介质进行研究是十分重要的。第3章计算的原理和算法3.1炉膛内传热量的计算方法本部分计算的目的在于通过计算炉膛传热量计算蒸发受热面吸热的平均热负荷用于其中工质焓值沿炉膛分布的计算。本次计算实在其他学者的锅炉燃料的数据校核、燃料燃烧计算、锅炉热平衡等工作的计算基础上进行，把其中一些计算结果当做已知量，具体过程如下：(1)输入已知数据；(2)假设炉膛出口烟温，计算炉膛烟气平均比热容；(3)计算玻尔兹曼特征数；(4)计算炉内火焰黑度、火焰综合黑度和炉膛黑度;(5)通过计算炉膛出口无量纲烟温得到炉膛出口烟温的计算值:(6)校核计算值是否满足设置的误差要求，如果不满足则需要重新假设。在本次计算中主要是是顺序结构，按照所给出工式的顺序计算即可通过热空气带入炉堂内热量可如下计算 (3-1)1kg燃料带入炉内有效热量可用下式计算 (3-2)烟气平均热容可如下求得[23] (3-3)其中——每千克燃料带入炉内有效热量，kJ/kg；——炉膛出口烟焓，KJ/kg；——理论燃烧温度，kJ/kg；——炉膛出口烟温KJ/kg玻尔兹曼特征数为 (3-4)式中：ψac——水冷壁平均热有效系数；F——包围炉膛的总表面积，m3；(VC)av——烟气平均比热容；φ——保热系数；煤粉燃烧火焰吸收减弱系数ka，,对于炉膛在常压下（p约为0.1MPa）工作的煤粉炉其计算式为 (3-5)其中，，——烟气中三原子气体、灰粉颗粒和焦炭颗粒的减弱系数，m-1。根据伯劳赫提所用的方法，烟气中三原子气体、灰粉颗粒和焦炭颗粒的减弱系数计算式为三原子气体辐射减弱系数： (3-6)灰粒辐射减弱系数： (3-7)焦炭粒子辐射减弱系数： (3-8) (3-9)其中，rH2O、rRO2、r——烟气中的水蒸气、二氧化碳（及二氧化硫）占烟气容积份额和三原子气体总的容积份额；T——烟气温度，炉膛为炉膛出口烟温T，屏式和对流受热面为进出口平均烟温T1，K；dash、dcok——灰粉颗粒和焦炭颗粒的平均粒径，μm；μash,m——烟气中灰粉颗粒的质量浓度，kg/kg；μcok,v——烟气中焦炭颗粒的容积浓度，g/m3；在计算焦炭粒子辐射系数所用到的焦炭颗粒浓度可用下式计算： (3-10)式中：Car——燃料收到基含碳量，%；Vdaf——燃料干燥无灰基挥发分含量，%；Vg——烟气容积，m3/kg（标准状态下）；h1、hun——最上排和最下排燃烧器布置高度，m；hf——炉膛计算高度，m；q4——机械不完全燃烧热损失，%；其中，煤粉炉灰分和焦炭颗粒的平均值分别由可查表取得。而灰分颗粒的质量浓度的计算应从炉膛传热量之前燃烧产物的计算中得出，本次炉膛热力计算直接带入使用。炉内辐射层光学密度的计算式为 (3-11)紧接着可以计算对于常压下工作的煤粉炉的火焰黑度 (3-12)火焰综合黑度可按下式计算 (3-13)将火焰综合黑度代入如下式中可计算炉膛黑度 (3-14)——火焰综合黑度；基于苏联1973年《锅炉热力计算标准方法》中炉膛计算的基本框架，研究提出了修正方法。其中考虑了火焰辐射强度沿炉膛截面方向减弱的现象。计算公式为炉膛出口无量纲烟温 (3-15)M——表征火焰最高温度位置的参数，与燃烧器布置相对高度xB有关。对于较易燃烧的烟煤、褐煤，M=0.59-0.5(xB+∆x)，对于不易燃烧的无烟煤、贫煤，M=0.56-0.5(xB+∆x)；∆x——当火焰最高温度位置偏离燃烧器布置相对高度是所取的修正值。对于不同的燃烧方式，取值有不同。四角切圆燃烧，∆x=0，对于燃烧器前后墙对冲布置，取∆x=0.05，摆动燃烧器，当上下摆动20°时，∆x=±0.1，mm。炉膛出口温度 (3-16)用燃料在炉膛中的有效放热量减去炉膛出口烟焓即是留在炉膛中的热量，可得炉内传热量为 (3-17)——1kg燃料带入炉内有效热量，kJ/kg；计算方法：采用先假设再校核的方法计算出口烟温继而得出炉膛传热量。首先假定热风温度通过查空气的焓值表计算热风焓值，然后计算空气带入炉内的热量。再根据锅炉热平衡等计算的结果计算燃料带入炉内的有效热量，先假定炉膛出口烟温，通过调用已用插值法编写的固定煤种的烟焓表计算程序算出炉膛出口烟焓。按以上公式逐步就算烟气平均热容，玻尔兹曼特征数BO，三原子气体辐射减弱系数kgrg，灰粒辐射减弱系数kashμash，焦炭颗粒浓度μcok,v，焦炭粒子辐射减弱系数kcokμcok，火焰吸收减弱系数ka，炉内辐射层光学密度τ，3.2汽水侧热工参数的计算方法3.2.1锅内计算的已知条件和模型简化超临界压力直流锅炉的蒸发受热面实质上包围炉膛燃烧区域的金属管屏设备，通常由两种不同结构的设备组成，即下部螺旋管圈水冷壁和上部垂直管屏水冷壁。工质在省煤器中流出，被给水泵驱动进入螺旋水冷壁入口集箱，之后集箱中的水被分配到数量众多的水冷壁中，在承担辐射热负荷后再次汇集在连接上下水冷壁的水箱中。经过流量的再次分配进入垂直水冷壁，汽水介质经加热后具有较高温度和焓值，从而流向过热器过热。在完善的锅炉设备中都安有热工仪表及相关热电偶测点，可以在线测量固定点处的温度和压力，比如测量进口处的参数可以为编程计算提供初始数据。其典型布置方式见图3-2图3-2蒸发受热面典型布置将炉膛空间近似成一个长方体区域，以冷灰斗二等分水平面看做长方体的下底面，即水冷壁的入口，从此处作为工作介质在蒸发受热面中加热的初始位置。下水冷壁高度H1、炉膛高度H2、水冷壁管内径、数量、炉膛截面周长等结构参数作为已知数据。在工程误差允许的范围内，为便于分析计算且具有合理的准确性，作如下基本假设：①将工质三维流动简化为一维、稳态流动且工质热工特性参数沿管道横截面分布均匀；②只有炉膛内的辐射传热对水冷壁管影响较大，对流传热的影响可以忽略。在蒸发受热面的垂直方向上，沿程不同位置之间的工质之间不会相互传递热量，其焓值增加所需热量的来源仅仅是炉内传热。并且炉内燃烧工况假设成稳态，基本不呈现动态特性；③多管并联的水冷壁中，没有介质流动不稳定的现象。当工质在集箱中重新流出时，在各水冷壁管之间的分配不出现偏差且接收的热流量相同，在同一高度的横截面上表现出相同的流体动力学特性；④忽只计算对总压力损失影响较大的沿程摩擦阻力损失和重位损失；⑤假定烟气参数在宽度方向上分布均匀；在炉膛高度方向上，炉膛火焰的位置变化会影响热流量的分布，受热面的辐射热强度符合文献给出的分布规律。辐射热强度沿炉膛火炬燃烧沿程热负荷的变化和查阅相关资料得出的分布曲线一致。随着燃烧器技术的不断革新，空气分级燃烧技术在高负荷的锅炉中的使用越来越常见。这种技术可以提高煤的燃烧效率，减少氮氧化合物的排放。而有些超临界锅炉上部和下部的水冷壁结构并不相同，这些技术的应用必然会使在炉膛高度一维方向上的热负荷变化偏离之前标准中给出的分析数据。3.2.2超临界压力直流锅炉炉膛热流量分布规律炉膛中燃料提供的热负荷是蒸发受热面吸热的能量来源，也是和电厂效益和事故发生率息息相关的关键参数之一。利用炉膛传热量的大小可以匹配与其相适应的受热面并校核水冷壁温。然而。在沿炉膛高度热流量的分布会随着燃烧器布置位置的改变而变化，也就是说热量在炉膛高度方向上不是均匀分布的。在实际运行中，某些位置的局部区域的热负荷可能会高出平均热负荷数倍以上，热流量较大的地方最容易发生受热面超温爆管事故。在运行现场进行受热面吸热量的测量并对测量数据进行理论分析得出较为通用的行业标准对改进锅炉设计思路、指导实际运行有重要意义。一些被多次使用和理论修正过的经验设计线算图均得益于炉膛热负荷测量研究。比如，在前苏联颁布的锅炉热力计算标准中，通过沿高度方向的分配不均系数表达热量分布情况。在国内受燃料供求关系的影响，炉膛所用燃料经常改变，这对防止受热面结焦腐蚀和水冷壁超温爆管事故十分不利。为了紧跟锅炉技术的发展趋势，针对现在已大量使用的空气分级燃烧技术和和超临界直流炉，研究人员在之前的研究思路和成果上，进一步提出了相关求解公式、修正系数和经验曲线，提高了计算精度。在锅炉水动力相关计算中，在一维计算模型中需要知道蒸发受热面不同高度的吸热量，而这些数据都在炉膛传热量中求得。因此，将之前所述测量研究得到的线算图和相关计算函数运用在锅炉设计计算中，由蒸发受热面吸热量和炉膛传热量相等可得蒸发受热面的平均热负荷，可按下式计算： (3-18)其中，——为炉内某一高度上的辐射热负荷，kW／m2；——为炉膛高度上辐射热负荷分配不均系数；——为锅炉的保热系数；——为实际燃烧产生烟气的燃料量，kg/s；——为每千克燃料燃烧所得的有效热量，kJ/kg;——为每千克燃料生成的烟气在炉膛出口处温度对应的焓值，kJ／kg；——为炉膛内辐射受热面总面积，m2。只有结合炉膛热负荷分布才能计算蒸发受热面热工特性，一般来说，炉内热负荷的经验分布可以在国内和国际锅炉热量计算标准中找到，但燃烧器布置方式的改变对热负荷沿炉膛高度分布的影响非常大；越来越多的大容量超临界压力直流锅炉不断建成，并且低NOx燃烧技术几乎在每一个超临界锅炉中都发挥了作用。这种燃烧技术对锅炉热负荷沿炉膛高度分布的改变是显著的，采用由近年投产的某台超临界压力直流锅炉炉膛热流量分布数据得到的热流量分布曲线，这个曲线是根据燃烧器分级布置的锅炉拟合而成。在这个线算图上按一定间隔取点以拟合成多项式函数，对于低NOx燃烧技术与常规燃烧相比，炉膛热流量系数η的分布分别见图3-3和图3-4图3-3前苏联73标准中的热负荷分布线算图图3-4使用分级燃烧技术的大容量锅炉热负荷分布的线算图从图3-3、图3-4可以明显看出，两种不同的燃烧器布置方式对应的锅炉热负荷分布的线算图有显著差异。在图3-4中可以看到热负荷的最大值明显上移，具体位置用相对高度表示，从传统燃烧技术的大约0.37上升到分级燃烧技术的0.6。不同相对高度对应的热流量系数η被拟合成的多项式函数，供在编制计算程序时使用，以在进行炉膛汽水侧蒸发受热面内工质计算时提供锅炉不同高度处的热负荷来计算工质相应的热工特性参数。分布系数η可用炉膛内某点的热负荷q与炉膛辐射受热面平均热负荷q0的比值表示；相对高度x用该点高度X与炉膛总高度H的比值表示，即 (3-19) (3-20)可将η拟合成x的，n-1阶多项式函数 (3-21)用最小二乘法拟合可以得到上式 (3-22)求出受热面平均热负荷后根据（3-21）式和（3-22）式可以得出某一确定高度处的热负荷可由（3-23）式计算 (3-23)超临界锅炉炉内容积大，包覆炉膛的水冷壁管数量极多。在炉膛中的不同位置一般会存在燃料分布不均匀及烟气温度变化剧烈的现象。因此，各蒸发管的辐射热负荷和工质流量有一定差异。本文将单根管内流量按平均流量计算并忽略沿宽度方向的热负荷分布不均，将研究对象看做均值管。当水冷壁的热流量和经验曲线有差异，或管内流量偏离平均流量时，分别用热负荷系数和流量系数对热负荷和管内流量偏离平均值的程度进行修正。3.2.3蒸发管内工质焓值计算如图3-5，在水冷壁的固定高度处取微元dX，某一特定水冷壁管用于修正的热负荷系数为η1。根据3.1中的简化条件，水冷壁管在固定确定很小区段dX处承担的热负荷dQ为 (3-24)如图3-5，式中L是相邻水冷壁管中心线之间的水平距离，L和水冷壁管节距S在数值上的的关系随水冷壁不同结构形式而改变，使用数学几何关系可按下式得出 (3-25)其中α是螺旋管圈水冷壁管相对水平方向的倾角，对于螺旋水冷壁管，夹角一般在15°和30°之间，对于垂直水冷壁管，夹角为90°。图3-5炉膛蒸发管结构蒸发管的流量系数为η2，至高度X处，管内工质已经吸收的热量按式(3-26)计算： (3-26)式中η2——流量修正系数hin——水冷壁管进口工质焓，kJ/kg；h——某一任意高度X处的工质焓，kJ/kg；m——水冷壁管工质平均流量，kg／s；蒸发管工质平均流量m等于水冷壁总流量M除以水冷壁管根数N，即 (3-27)M——给水总流量，kg／s；N——水冷壁管根数；式(3-24)两端同时对炉膛高度求导，并结合式(3-26)得到 (3-28)将式(3-20)、式(3-23)、式(3-27)代入式(3-28) (3-29)公式推导进行到这一步时，已经可以在之后编制程序中使用。关系式左边的物理意义是比焓对炉膛高度的查商，确定了迭代的步长之后，乘上差商，结合上一段的输出值即可得到下一段的值。用这种方法计算的结果中热负荷的来源是每一个固定高度点处的热负荷。虽然按空气分级配风技术得到的热负荷分布的线算图计算的热负荷比使用《锅炉热力计算标准方法》中的图表有更高的代表性和契合度，但是沿炉膛高度分段的区间不可能无限小，用固定高度处的热负荷代表一小段的吸热量终究会有系统误差。可之后将比焓沿炉膛高度进行积分，利用本身定积分数学定义中无限微元的特点，巧妙的回避了这个问题。由于焓值的增加是由于吸热量增加的缘故。定积分之后对不同高度处吸热量的精确表示可以在一定程度上减少系统误差对最后结果带来的影响。Z≤H1时，根据管子结构特性在式(3-29)中取下水冷壁的结构参数，即水冷壁管数量和管与管之间的水平距离应该取螺旋管水冷壁的相应值，式(3-30)左右两侧同时对X从H=0到H=Z积分,即为 (3-30)蒸发受热面入口参数为已知，即X=0时，人口处的边界条件为入口压力pin、入口温度tin和入口处焓值hin=f1(pin,tin)，式(3-30)积分后变为 (3-31)当Z=H时，螺旋管水冷壁出口，即垂直管水冷壁入口工质的焓为h1，根据式(13)得到 (3-32)根据下水冷壁所采用的计算方法，对于上水冷壁，即H>Z>H1时，得到蒸发管在高度Z上工质的焓值为由此式逐步计算即可计算至蒸发受热面出口，这一步计算式的原理和在下水冷壁中的计算时相同只是这里先通过之前逐步计算的结首先计算出水箱出口，即上蒸发受热面入口的一系列热物性参数，并以这个参数为基础数据，由积分式逐步向上计算。应该引起注意的是，如果沿炉膛高度的分段不够微小，那么下水冷壁最后一段计算出的热工参数所对应的实际位置与上水冷壁的入口将会有一段较大的距离，二者实际运行中的热工特性必然不同。在进行程序设计时应该对这部分的算法进行适当调整，以免尽量选择较小的分段长度并进行正确的赋值，使得最后的计算结果中的数值拟合曲线尽量光滑。根据之前均值管道的假定条件，η1=η2=1。3.2.4蒸发管工质的压力和温度计算对于水冷壁管束中的均值管，在其进口参数的情况下，利用式()、式()和式()可得到受热管工质焓值沿炉膛高度的分布，以为只有两个独立的变量才可以通过水和蒸汽的性质方程计算其他热工参数，所以要进一步计算工质温度，还必须要计算工质的压力并调用一直参数为初比焓和初压力的函数。在计算整个蒸发受热面的压降时，在工程误差允许的范围内对计算目标进行简化，由于工质的加速压降和局部阻力压降在总压降中所占比重非常小，但就算他们的公式又较为复杂。所以本文计算的压降只考虑沿程摩擦阻力压降和重位压降，忽略加速压降和局部阻力压降。根据文献，沿炉膛高度分段的压降计算公式如下所示，应该指出的是计算摩擦阻力压降时的应该是水冷壁的长度，在下水冷壁中与计算重力压降所用的变量高度H不同的，这是因为倾斜管的缘故。而在垂直水冷壁中二者在数值上则完全一致。这一点在编程计算时应尤其注意，极易引起系统误差。 （3-34）——流量系数；——汽水介质密度，kg/m3；——水冷壁管中的横截面积，m2；—一根均值管中的质量流量，kg/s；——摩擦阻力系数；——水冷壁内径，m；锅炉在实际运行的过程中，在每根水冷壁管子之间的吸热量并不相同，一般会存在热偏差。此时，并联管内汽水介质的流量分配受重位压降和沿程摩擦阻力压降的影响是相反的。吸热多的水冷壁，会在重位压降起支配作用的时候，工质比体积增大，重位压降减少，增加质量流量；而当摩擦阻力起支配作用时，吸热多的水冷壁，工质密度减小，流速和阻力增大，质量流量减小。当蒸发受热面内是汽水两相共存时，两相流的沿程阻力压力变换也可以折算成单相水的沿程阻力压降乘上压降倍率计算，这个压降倍率是一个通过大量实验得出的经验公式，如下所示 (3-35)式中：为汽、水两相摩擦压降；为两相摩擦压降倍率；为按总流量计算的单相水压降。按式(3-36)计算： (3-36)式中：为汽相密度，kg/m3；为液相密度，kg/m3；为质量含汽率。对于蒸发受热面中有可能发生的汽水两相流动，Δp/Δl按式(21)计算 (3-37)：λ——沿程阻力系数；d——水冷壁管内径内径，m；D——汽水介质密度，kg／m3；S——水冷壁管横截面积面积，m2；g——重力加速度，m／s2ρ''——汽相密度，kg／m3；ρ'——液相密度，kg／m3；φ——质量含汽率。最后一项是根据汽液平均密度ρ=ρ'ρ''/[ρ'ϕ+(1−ϕ)ρ'']计算的重位压降。下水冷壁用螺旋管圈水冷壁，上水冷壁采用垂直管屏水冷壁，两种管子的摩擦阻力系数是不同的，对应不同的结构参数，查阅相关手册，经过计算，对下部取0.0249，对上部取0.016。3.2.5工质物性参数计算虽然可以体现水蒸气热力性质的参数非常多，但是他们相互之间并非没有联系。很多热工参数都不能独立存在。再大多数的热工状态下，只要已知两个独立的参数就可以在相关图表中或依据水和水蒸汽状态参数方程组求解其他物性参数。本文选择调用IAPWS-IF97标准中的部分函数编制成的子程序，求解工质物性参数。如图3-6所示，与IF67不同的是，共由五个小区间组成IAPWS—IF97标准计算的可使用区间，其中第2部分和第3部分之间的交界位置是有特定的方程式控制的，而其他各区域的边界的大致位置可以直接从图中直接读出。图中从第1部分到第5部分依次代表压缩水区、过热蒸汽区、临界水和临界蒸汽区、饱和区和超高温(过热)蒸汽区。由于该模型中的计算公式都可以用有限次加、减、乘、除、乘方、开方运算表示，并且被求解的变量在普通方程中的指数部分是常数，所以计算模型本身得到了极大的简化。另外，该标准中的偏微分方程直接给出了由P、h或P、S求温度T的公式，这种直接计算的形式使得在这两种初参数的情况下不用反复进行计算，每一个变量计算所用到的导出方程是都是用基础的热力学公式通过推导得出，所以计算结果与基热力学关系式的计算结果在数值上具有非常优秀的一致性，使用偏导数微分方程方程计算也大大提升了计算效率，节省了工作量。图3-6IAPWS-IF97分段区间在IAPWS-IF97方程组中，不同的传热区间内由不同的微分方程分别控制着，各区间的有效使用温度区间为：273.15K≤T≤1073.15K，P≤100MPa；1073.15K≤T≤2273.15K，P≤10MPa。应用水和水蒸气IAPWS-IF97物性方程，可以计算工质的热物理参数，如比焓，密度和温度，计算式如下所示，即： (3-38) (3-39) (3-40)上述三个方程是水和水蒸气性质——IAPWS-IF97物性工业方程中的一部分，IAPWS-IF97物性工业方程在其他文献中有更加详细的描述，这里只是调用这个方程组集合成的C语言程序所以不做展开。按以上三个方程的顺序，它们的功能依次为已知一点工质的压力和温度计算工质焓，已知一点工质的压力和温度计算工质密度，已知一点工质的压力和焓求工质温度，它们由于在不同的区域特工参数具有不同的独立性，所以它们的使用范围并不完全相同3.2.6蒸发受热面内工质的计算方法在模型分析基础上，用C语言采用前进欧拉法进行编程计算,并尽量减小计算分段长度来减少误差。由动量守恒和能量守恒方程推出工质压力和焓值沿炉膛高度的差分方程，结合IAWPS-IF97工业物性方程并人为选择合适的分段长度求解每个计算点的状态参数。逐步求解，直到蒸发受热面出口（工质从螺旋管圈水冷壁进入垂直管屏水冷壁时，计算公式和结构参数的取值应该发生相应变化）。具体流程如下图3-7超临界锅炉蒸发受热面静态模型程序框图已知入口的温度和压力值，通过水和蒸汽方程可算出这一点的焓值和比体积；再通过能量方程和动量方程计算dh和dl与dp与dl的关系式；然后根据实际工程问题需要确定分段长度，用之前求得的关系式计算下一点的焓值和压力值，再通过水和蒸汽方程计算这一点的温度。这样就得到了第二点的温度和压力，便可以逐步进行计算。每一次分段计算结束，都应该进行结构参数判定，判断区段所属位置是否越过螺旋管水冷壁进入垂直水冷壁或是否进入垂直水冷壁出口。框图中的H1即为螺旋水冷壁高度，当H大于H1时，受热面相关结构参数和结束循环的判断条件应该发生变化，但计算流程不变。3.3本章小结本章节主要是对本文中计算部分的介绍，包括炉膛传热量的计算和汽水侧数学模型的创建，并列出了编程所利用到的计算公式和相应编程算法。具体如下：以锅炉热力计算炉膛传热部分为炉膛传热量的计算方案，通过渐次逼近法计算出炉膛出口烟温，得出了每千克燃料在炉膛中燃烧的有效热量。在锅内过程的研究中，在适当的简化下，建立了蒸发受热面静态计算模型，并借助水和水蒸气的性质可以求解沿程热工参数的变化情况。该计算过程可以通过程序设计实现。第4章机组计算与分析4.1锅炉炉膛传热量的计算本次计算所用锅炉为600MW超临界参数变压运行螺旋管圈直流炉，单炉膛，一次中间再热、四角切圆燃烧方式，全钢架悬吊结构，π形布置，固态排渣，炉后尾部布置2台三分仓容克式空气预热器。锅炉燃料名称：神府东胜煤。首先对炉膛出口烟温做假设，给定出口烟温为1473K，在C语言中的do...while...循环中共进行了四次循环计算结果如下，逐步计算出了满足误差要求的出口烟温。运行结果显示程序一共经历了4次循环计算，最终计算出炉膛出口烟温1702.69K，每千克燃料的炉膛传热量8024.63kJ/kg。在运行程序的过程中分析可得，不同的计算燃料量会影响直接影响炉膛中玻尔兹曼特征数的计算，从而影响苏联修正方法中无量纲烟温的计算，导致最终计算结果的变化。当燃料燃料量减少时，每千克炉膛换热量会上升，而其中炉膛出口烟温会下降，但是总传热量一定下降。例如，当燃燃料量从69kg/s下降到49kg/s时，炉膛出口烟温由1702.69K下降到1615.03K，而每千克燃料的炉膛传热量由8024.63kJ/kg上升到9193.83kJ/kg。由于本文中所用到的炉膛热力计算并不是完整的热力计算，因此不作过多分析。4.2汽水侧热工参数的计算将所得的炉膛传热量根据不同的工况并结合结构参数转化成一根水冷壁管所吸收的热量带入汽水侧程序。冷灰斗形状在建立蒸发受热面数学模型的时候被简化，整个炉膛被看成了高为H2的长方体，此长方体上部对应蒸发受热面出口，各部分结构参数可按下表取用。表4-1蒸发受热面的结构参数部位参数数据炉膛高度H2/m53.572横截面周长C1/m75.638横截面周长C2/m53.451螺旋管水冷壁出口高度H1/m33.387管内径d1/m0.025根数N1436管圈的水平倾角a/(°)17.89垂直水冷壁管圈的水平倾角a/(°)90管内径d2/m0.0208根数N21312应该说明的的是，我所使用的水和水蒸气性质子程序的计算原理是，首先根据两相区和单相区的的压力和摄氏温度计算出其他变量的值，进而可以求出这些变量对应不同压力和温度的近似解。如此，已知其他变量的时候，也可以反过来求解温度和压力。需要明确的是，调用子函数中不同的函数应对应不同的计算范围，有些函数只能计算两相区，有些函数不能跨越超临界区，所以应该选择程序中更具有普遍性的函数进行调用。按第3章所介绍的算法编制C语言程序计算不同区段处工质的热物性参数，得到沿程分布的热工特性计算结果如下所示：每段高度设为2m，逐段向上计算出汽水介质沿程热工参数，如压力、比焓、摄氏温度、比容、比定压热容，制成汇总表如下，可直观看出各种热工参数沿炉膛高度的分布表4-2蒸发受热面热工参数沿程分布分段压力比焓温度比体积比定压热容028.091418.45317.20.0013955.4295128.0731418.46317.190.0013955.4299228.0381418.76317.250.0013965.4323328.0031419.87317.450.0013975.4378427.9691422.45317.920.0013995.4470527.9351427.13318.770.0014025.4693627.9001434.60320.150.0014085.5021727.8651445.52322.130.0014165.5507827.8301460.53324.840.0014285.6210927.7951480.20328.330.0014445.71881027.7601505.04332.660.0014655.85391127.7241535.47337.830.0014926.03971227.6871571.79343.780.0015276.29631327.6491614.21350.420.0015726.65201427.6101662.80357.580.0016297.19931527.5691717.51365.020.0017028.03711627.5241778.17372.430.0017969.43401727.4751844.49379.380.00192112.07331827.2791844.49379.130.00192512.22721927.2671890.75383.090.00203415.49092027.2641941.72386.310.00218820.68492127.2631996.90393.440.003209539.83922227.2532055.74393.410.003213139.90812327.2422117.74393.370.003212539.99902427.2312183.47393.340.003214040.06832527.2212249.68393.310.003215440.13772627.2102319.30396.530.003857031.12162727.1992391.75399.130.004294824.09812827.1882467.13402.70.004783218.2146为了更加直观的反映各热工参数沿炉膛高度的变化情况，将这些数据中选取部分有代表性的点通过最小二乘法拟合成高次圆滑曲线。选取分段为第1段、第5段、第9段、第13段、第17段、第21段、第24段、第28段对应的炉膛高度分别为1m、9m、17m、25m、33m、39m、45m、53m。得到汽水介质压力沿炉膛高度分布的曲线为图4-1超临界锅炉压力沿炉膛分布曲线在图线中可以看出，汽水介质的压力随着炉膛高度的增加逐步降低。得到汽水介质摄氏温度沿炉膛高度分布的曲线为图4-2超临界锅炉锅炉温度沿炉膛分布曲线在图线中可以看出，汽水介质的温度随着炉膛高度的增加逐步增加，在大比热区附近由于汽水介质的大比热特性，虽然工质汽水介质一直在吸热，温度并没有太明显的提升得到汽水介质比定压热容沿炉膛高度分布的曲线为图4-3超临界锅炉锅炉比定压热容沿炉膛分布曲线容易得出在蒸发受热面高度大约42m高度处，比定压热容达到最大值，此处的温度被称为拟临界温度。这个点就是分相点。在这个点周围的一小块儿高度中，如若工质的热物性，比如温度稍有变化，则会导致其他相关的物性参数，例如比焓，比容，导热系数等发生骤变。若工质的压力在临界压力之上，其压力越低，则大比热区现象越明显越容易发生类模态沸腾导致传热恶化。在整个推导公式、理解算法和编程调试的过程，不难看出机组接近额定负荷正常运行时，蒸发受热面呈负流量补偿特性，从重力压头在蒸发受热面总压头中所占的比重中不难看出这一点。在这种特性的影响下，工作介质流量越低的水冷壁管反而会吸收更多的热量，使得锅炉在运行中具有极大的安全隐患，引发超温爆管事故。并且现场实